電動汽車電驅(qū)動橋換擋品質(zhì)控制策略研究

李陽 楊林 袁靜妮 杜茂

（上海交通大學，汽車電子技術研究所，上海 200240）

主題詞：電動汽車 電驅(qū)動橋 換擋品質(zhì) 控制策略

1 前言

電驅(qū)動橋是針對電動汽車而設計的一種機電一體化驅(qū)動系統(tǒng)，其具有結(jié)構緊湊、體積小、傳動效率高、成本低等優(yōu)點，被廣泛應用于電動汽車[1]。近年來，相比于采用固定速比的電驅(qū)動橋，多擋AMT電驅(qū)動橋因其降低了車輛對驅(qū)動電機和電池的要求，有利于提升整車動力性和經(jīng)濟性，已成為電動汽車驅(qū)動系統(tǒng)的發(fā)展趨勢[2]。然而，目前常用的電驅(qū)動橋由于驅(qū)動電機側(cè)置而產(chǎn)生激勵振動，同時不利于整車電池系統(tǒng)的布置。

作為AMT系統(tǒng)的關鍵技術，換擋控制與車輛行駛平穩(wěn)性密切相關，換擋品質(zhì)的優(yōu)劣直接影響駕乘舒適性甚至系統(tǒng)可靠性。換擋品質(zhì)主要體現(xiàn)在換擋時間和換擋沖擊度，如何縮短換擋時間、降低換擋沖擊度、提高車輛的動力性和平順性是AMT換擋控制中的核心問題。柴本本等[3]提出一種最優(yōu)控制策略，對驅(qū)動電機轉(zhuǎn)矩進行反饋補償和采用非線性時間最優(yōu)控制對換擋電機進行位置控制以優(yōu)化換擋過程，改善了換擋品質(zhì)；劉正偉[4]以換擋時間最短為目標，對摘擋和掛擋階段進行優(yōu)化控制，通過在Bang-Bang控制的基礎上加入一段自適應控制，改善了傳感器采樣誤差造成的控制效果不佳的問題；臺玉琢等[5]提出一種基于最優(yōu)控制序列和最優(yōu)軌跡的前饋控制和反饋控制相結(jié)合的控制方法，降低了換擋過程中的車輛沖擊度。然而，如何同時縮短換擋時間和降低換擋沖擊度，尚缺乏有效的控制策略。

為此，本文設計了一種同軸式兩擋電驅(qū)動橋，并以此為對象，在深入分析其換擋過程和換擋品質(zhì)影響因素的基礎上，提出改善換擋品質(zhì)的控制策略，并基于仿真軟件AMESim搭建換擋控制仿真模型，對提出的控制策略的有效性進行驗證。

2 同軸兩擋電驅(qū)動橋系統(tǒng)方案設計

本文設計的電驅(qū)動橋采用由變形大速比行星輪齒輪系與圓柱齒輪系構成的復合輪系，如圖1所示。采用同軸布置的結(jié)構，具有2個擋位，通過同步器實現(xiàn)換擋控制，通過雙行星排實現(xiàn)主減速器功能，同時沒有離合器，可以減小尺寸，降低成本。該電驅(qū)動橋不僅兩擋速比較大，而且兩擋速比級差可方便地控制在2以內(nèi)，因而既保證了行車過程中可順利換擋，又有利于驅(qū)動電機的高速化和小型化，并提升車輛動力性和經(jīng)濟性。相對于目前常用的平行軸布置電驅(qū)動橋，它還可有效避免電機側(cè)置引起的振動，且為整車電池系統(tǒng)提供更大的布置空間，提高電動汽車續(xù)駛里程。

圖1 電驅(qū)動橋系統(tǒng)結(jié)構示意

換擋執(zhí)行機構根據(jù)動力源的不同，可分為氣動、液動和電動3種類型，目前多采用電控電動式。常用的減速機構有蝸輪蝸桿、螺旋機構、齒輪減速機構，運動轉(zhuǎn)換機構有螺旋機構、齒輪齒條機構、凸輪機構、搖臂機構等[6]。為滿足換擋執(zhí)行機構的高精度、小沖擊、能自鎖、短行程等實際要求，并克服凸輪機構等對制造加工精度要求高的問題，本文采用具有自鎖功能的蝸桿傳動作為減速機構、旋轉(zhuǎn)搖臂作為運動轉(zhuǎn)換機構，如圖2所示。換擋電機的輸出扭矩經(jīng)蝸輪蝸桿減速增扭，驅(qū)動搖臂旋轉(zhuǎn)，搖臂下端位于撥叉頭凹槽中，將搖臂的旋轉(zhuǎn)運動轉(zhuǎn)化成撥叉的軸向移動，進而由撥叉帶動同步器接合套向目標擋位運動，實現(xiàn)換擋。其中，通過設計蝸桿的螺旋角小于蝸輪蝸桿間的摩擦角來保證自鎖，防止動力反向傳遞，保證換擋可靠性。換擋電機采用可靠性高、壽命長的直流無刷電機，具有響應速度快、起動轉(zhuǎn)矩大的特點，符合換擋過程中撥叉迅速起動或制動的要求[7]。

3 換擋品質(zhì)控制策略

電驅(qū)動橋的換擋過程如圖3所示，包括清扭矩階段、摘擋階段、同步調(diào)速階段、掛擋階段以及恢復扭矩階段。在摘擋后期，驅(qū)動電機開始主動同步調(diào)速。

圖2 換擋執(zhí)行機構

圖3 換擋流程

3.1 清扭矩階段

收到換擋指令后，在摘擋前通過清除驅(qū)動電機扭矩，保證動力系統(tǒng)無轉(zhuǎn)矩傳遞，使換擋執(zhí)行機構較容易摘入空擋，避免引起沖擊和噪聲。此階段對車輛沖擊度影響較大，沖擊度是評價換擋品質(zhì)的重要指標，反映車輛行駛的平順性，用車輛縱向加速度的變化率表示：

式中，a為車輛的縱向加速度；v為車輛速度。

清扭矩階段驅(qū)動電機的動力輸出與車輪端有確定的動力學關系，沖擊度可表示為[8]：

式中，ig為擋位速比；i0為雙行星排減速比；ηt為傳動效率；δ為旋轉(zhuǎn)質(zhì)量換算系數(shù)；m為車輛質(zhì)量；r為車輪半徑；Tm為驅(qū)動電機扭矩。

由式（2）可知，清除扭矩階段車輛的沖擊度與驅(qū)動電機的扭矩變化率成正比關系，如果驅(qū)動電機扭矩直接清零，會產(chǎn)生較大的沖擊度，影響駕駛的平順性。因此，清扭矩階段應限制驅(qū)動電機扭矩變化率，抑制沖擊度：

由式（3）可得：

式中，jmax為最大可接受沖擊度。

德國對沖擊度的推薦值為jmax=10 m/s3，中國對沖擊度的推薦值為jmax=17.63 m/s3，取jmax=10 m/s3得到滿足沖擊度要求的驅(qū)動電機扭矩最大變化速率[9]。在摘擋前，驅(qū)動電機以扭矩模式按照上述扭矩變化速率將驅(qū)動電機扭矩減小到零，完成清扭矩過程。

3.2 摘擋階段

清除驅(qū)動電機扭矩后，換擋執(zhí)行機構產(chǎn)生動作帶動撥叉移動，使同步器到達空擋位置。此時，驅(qū)動電機轉(zhuǎn)矩為零且動力鏈中斷，沖擊度為零。為了減小換擋時間，執(zhí)行機構以最大速度進行摘擋。

3.3 同步調(diào)速階段

摘擋完成后，通過調(diào)節(jié)驅(qū)動電機的轉(zhuǎn)速減小同步器主、從動部分的轉(zhuǎn)速差，調(diào)速后的電機轉(zhuǎn)速會直接影響同步器機械同步過程，需向驅(qū)動電機發(fā)送合適的目標調(diào)速指令，控制同步器兩端的轉(zhuǎn)速差。由于無動力輸出，調(diào)速階段時間過長會導致駕駛員感到整車動力性不足，需盡量縮短調(diào)速時間，減小動力中斷時間。

驅(qū)動電機調(diào)速的目標轉(zhuǎn)速為：

式中，noutshaft為電驅(qū)動橋輸出軸轉(zhuǎn)速；itarget為目標擋位傳動比；Δn為轉(zhuǎn)速修正量，考慮到驅(qū)動電機調(diào)速完成到同步器開始機械同步的過程中驅(qū)動電機轉(zhuǎn)速有所下降，取Δn=50 r/min[10]。

為了縮短調(diào)速時間，與通常摘擋完成到達空擋才開始驅(qū)動電機主動調(diào)速不同，本文提出一種“重疊同步調(diào)速”的控制方法，如圖4所示。以2擋摘空擋為例，接合套與接合齒圈分離后，在同步器向空擋移動過程中就重疊地進行驅(qū)動電機主動調(diào)速，由換擋控制器向驅(qū)動電機發(fā)出調(diào)速模式指令和上述目標轉(zhuǎn)速，以縮短換擋時間。

圖4 驅(qū)動電機重疊同步調(diào)速示意

3.4 掛擋階段

調(diào)速完成后，控制驅(qū)動電機進入自由轉(zhuǎn)模式，保證動力系統(tǒng)無轉(zhuǎn)矩傳遞，利于掛擋完成，同時，換擋電機開始動作，帶動撥叉向目標擋位軸向運動，完成掛擋動作。掛擋過程中，同步器機械同步階段是影響換擋沖擊度的主要階段，此階段同步器傳遞的扭矩等于摩擦錐面間的摩擦力矩M，即

式中，F(xiàn)為換擋撥叉的軸向力；μ為摩擦因數(shù)；R為摩擦錐面平均有效半徑；α為摩擦錐面半錐角。

同步階段車輛的沖擊度為：

由式（6）、式（7）可得：

式中，J為同步器輸出端至車輪端的等效轉(zhuǎn)動慣量。

由式（8）可知，同步器機械同步階段的沖擊度大小與軸向換擋力的變化率成正比。因此，在掛擋階段，在保證快速完成掛擋的同時，應控制好軸向換擋力的變化率，減小同步?jīng)_擊度。

摘擋和掛擋均通過對換擋電機的控制實現(xiàn)，為了實現(xiàn)換擋電機的高精度控制，采用三閉環(huán)反饋控制，其控制原理如圖5a所示。其中，位置環(huán)為三閉環(huán)控制器的外環(huán)，轉(zhuǎn)速環(huán)為中間環(huán)，電流環(huán)為內(nèi)環(huán)，電流環(huán)通過控制輸出脈沖寬度調(diào)制（Pulse Width Modulation，PWM）波的占空比來控制換擋電機的輸入電壓，從而控制其電流和轉(zhuǎn)速[11]。

考慮到掛擋過程不同階段同步器運動特性不同，為避免單一控制方法無法適應運動的變化而導致控制效果不理想，將整個掛擋行程根據(jù)同步鎖止點和同步解鎖點分為同步前階段、同步階段以及同步后階段，采用分段閉環(huán)控制，如圖5b所示。同步前階段以同步鎖止點作為目標點，跟隨目標位移曲線進行閉環(huán)控制；同步階段基本占空比保證同步階段換擋力的下限值，同時對輸出占空比的變化率進行限制，以此控制換擋力的變化率，從而控制同步階段的沖擊度；同步后階段與同步前階段類似。

圖5 換擋電機三閉環(huán)分段控制

3.5 恢復扭矩階段

掛擋完成后，驅(qū)動電機切換到轉(zhuǎn)矩模式，此時驅(qū)動電機動力輸出端與車輪間存在與清扭矩階段相同的動力學關系，沖擊度與驅(qū)動電機的扭矩變化率成正比關系。因此，在掛擋完成后，根據(jù)駕駛意圖確定驅(qū)動電機的目標扭矩，按照滿足沖擊度要求的最大驅(qū)動電機扭矩變化率逐漸恢復到目標扭矩。

4 電驅(qū)動橋換擋品質(zhì)控制策略仿真

4.1 電驅(qū)動橋系統(tǒng)AMESim模型

為對控制策略進行測試驗證，本文基于多學科仿真軟件AMESim建立電驅(qū)動橋系統(tǒng)及車輛動力學仿真模型，如圖6所示。采用模塊化設計，包括整車模塊、驅(qū)動電機模塊、齒輪傳動模塊、同步器模塊、換擋執(zhí)行機構模塊，各模塊的主要參數(shù)如表1所示。通過在AMESim模型中加入Simulink接口模塊，其輸出接口代替AMESim模型中的控制信號端口，其輸入接口連接到AMESim模型的傳感器信號端口，從而構成AMESim與Simulink聯(lián)合仿真閉環(huán)模型[12]。

圖6 電驅(qū)動橋系統(tǒng)AMESim模型

表1 仿真模型主要參數(shù)

4.2 控制策略仿真驗證

為了驗證提出的換擋品質(zhì)控制策略的有效性，基于搭建的聯(lián)合仿真模型進行升、降擋仿真測試。為了更明確地體現(xiàn)控制策略的改善效果，以現(xiàn)有換擋控制策略（如文獻[13]中的策略）為基礎，選取摘擋完成后空擋位置開始驅(qū)動電機主動調(diào)速、換擋電機單段閉環(huán)控制的控制方法作為對照組。

4.2.1 升擋過程仿真

升擋過程仿真結(jié)果如圖7所示。

圖7中，擋位狀態(tài)0、1、2、3分別代表空擋、1擋、2擋以及換擋過程中，電機控制模式1、2、3分別代表轉(zhuǎn)矩模式、轉(zhuǎn)速模式和自由轉(zhuǎn)模式。由圖7可知，升擋過程依次經(jīng)過1擋、空擋、2擋，驅(qū)動電機依次經(jīng)過轉(zhuǎn)矩模式、轉(zhuǎn)速模式、自由轉(zhuǎn)模式，最后恢復到轉(zhuǎn)矩模式。同時，升擋過程中，由于存在動力中斷，車速會出現(xiàn)小幅度下降。對照組中，同步器到達空擋位置時，驅(qū)動電機開始調(diào)速，而本文提出的方法在摘擋過程中同步器到達空擋前，驅(qū)動電機已經(jīng)進入調(diào)速模式，通過重疊同步調(diào)速，縮短了換擋時間。本文提出的換擋品質(zhì)控制策略和對照組控制策略的升擋時間分別為0.337 s和0.413 s，升擋過程中的最大沖擊度分別為4.70 m/s3和4.98 m/s3。與對照組相比，提出的控制策略升擋時間縮短18.4%，最大沖擊度降低5.6%。

4.2.2 降擋過程仿真

降擋過程仿真結(jié)果如圖8所示。由圖8可知，降擋過程依次經(jīng)過2擋、空擋、1擋，本文提出的控制策略和對照組控制策略降擋時間分別為0.387 s和0.427 s，降擋過程中的最大沖擊度分別為5.43 m/s3和6.48 m/s3。與對照組相比，提出的控制策略降擋時間縮短9.4%，最大沖擊度降低16.2%。

圖7 升擋過程仿真結(jié)果

圖8 降擋過程仿真結(jié)果

5 結(jié)束語

本文設計了一種同軸兩擋電驅(qū)動橋的動力系統(tǒng)構型，在對其換擋過程和影響換擋品質(zhì)的因素進行分析的基礎上，提出了改善換擋品質(zhì)的控制策略。利用AMESim搭建了電驅(qū)動橋系統(tǒng)的換擋仿真模型，并與Simulink聯(lián)合仿真對換擋控制策略進行了驗證。結(jié)果表明，提出的換擋品質(zhì)控制策略與對照組控制策略相比，升、降擋時間和最大沖擊度均有較大幅度下降，換擋品質(zhì)得到有效改善。